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TECHNISCHES GEBIET
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Diese
Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren für einen robusten Übergang
zwischen einer Verbrennung mit gesteuerter Selbstzündung und
einer Verbrennung mit Funkenzündungs-Flammenausbreitung
bei Benzin-Direkteinspritzmotoren.
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HINTERGRUND DER ERFINDUNG
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Um
den thermischen Wirkungsgrad von Benzin-Brennkraftmaschinen zu erhöhen, ergibt
eine verdünnte
Verbrennung – entweder
mittels Luft oder zurückgeführten Abgases – bekanntermaßen einen
höheren
thermischen Wirkungsgrad und niedrige NOx-Emissionen. Jedoch besteht
wegen Fehlzündung
und Verbrennungsinstabilität
als Ergebnis einer langsamen Verbrennung eine Grenze, bis zu der
ein Motor mit einem verdünnten
Gemisch betrieben werden kann. Bekannte Verfahren zum Erweitern
der Verdünnungsgrenze
umfassen 1) das Erhöhen
der Zündempfindlichkeit
des Gemischs durch Verbessern der Zündungs- und Kraftstoffvorbereitung,
2) das Erhöhen
der Flammengeschwindigkeit durch Einführen von Ladungsbewegung und
Ladungsturbulenz und 3) das Betreiben des Motors unter gesteuerter
Selbstzündungsverbrennung.
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Der
gesteuerte Selbstzündungsprozess
wird manchmal Prozess der Kompressionszündung mit homogener Ladung
(homogeneous charge compres sion ignition, HCCI) genannt. In diesem
Prozess wird ein Gemisch aus Verbrennungsgasen, Luft und Kraftstoff
erzeugt und während
der Kompression gleichzeitig von vielen Zündstellen innerhalb des Gemischs aus
die Selbstzündung
ausgelöst,
was zu einer sehr stabilen Leistungsabgabe und zu einem hohen thermischen
Wirkungsgrad führt.
Da die Verbrennung hoch verdünnt
und über
die gesamte Ladung gleichmäßig verteilt
ist, ist die Verbrennungsgastemperatur und folglich die NOx-Emission
wesentlich niedriger als jene des auf einer sich ausbreitenden Flammenfront
basierenden herkömmlichen
Ottomotors und des auf einer gebundenen, streuenden Flamme basierenden
Dieselmotors. Sowohl bei Ottomotoren als auch bei Dieselmotoren
ist die Verbrennungsgastemperatur innerhalb des Gemischs stark heterogen
bei sehr hoher lokaler Temperatur, was hohe NOx-Emissionen erzeugt.
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Motoren,
die unter gesteuerter Selbstzündungsverbrennung
arbeiten, sind bei Zweitaktbenzinmotoren, die ein herkömmliches
Verdichtungsverhältnis
verwenden, erfolgreich demonstriert worden. Es wird geglaubt, dass
der hohe Anteil an Verbrennungsgasen, die von dem vorhergehenden
Zyklus verbleiben, d. h. der Restinhalt, in der Zweitaktmotor-Verbrennungskammer
für das
Schaffen der hohen Gemischtemperatur, die erforderlich ist, um eine Selbstzündung in
einem stark verdünnten
Gemisch zu fördern,
verantwortlich ist. Bei Viertaktmotoren mit herkömmlichen Ventilmitteln ist
der Restinhalt gering und eine gesteuerte Selbstzündung bei
Teillast schwer zu erreichen. Bekannte Verfahren zum Herbeiführen einer
gesteuerten Selbstzündung
bei Teillast umfassen: 1) die Einlasslufterhitzung, 2) ein variables
Verdichtungsverhältnis
und 3) das Verschneiden von Benzin mit Kraftstoff, der weitere Selbstzündungsbereiche
als Benzin besitzt. Bei allen oben genannten Verfahren ist der Bereich
von Motordrehzahlen und Lasten, in dem eine gesteuerte Selbstzündungsverbrennung
erreicht werden kann, relativ schmal.
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Motoren,
die unter gesteuerter Selbstzündungsverbrennung
arbeiten, sind bei Viertakt-Benzinmotoren, die eine variable Ventilbetätigung verwenden,
um die erforderlichen Zustande für
Selbstzündung
in einem stark verdünnten
Gemisch zu erreichen, demonstriert worden. Es sind verschiedene Kraftstoffzufuhrsteuerungen,
die aufgeteilte Einspritzung und Einzeleinspritzung umfassen, zur
Verwendung in Verbindung mit Ventilsteuerstrategien, um über verschiedenartige
Motorlastzustände
hinweg eine stabile Selbstzündungsverbrennung
aufrechtzuerhalten, vorgeschlagen worden.
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In
der gemeinsam übertragenen
US-Patentanmeldung Nr. 10/899,457 ist
eine beispielhafte Kraftstoffeinspritz- und Ventilstrategie für eine stabile, erweiterte
gesteuerte Selbstzündung
offenbart. Bei dieser folgt während
des Betriebs mit niedriger Teillast auf eine erste Einspritzung
mit einer festen Kraftstoffmenge während der Periode negativer
Ventilüberlappung
eine zweite Kraftstoffeinspritzung während des nachfolgenden Kompressionstaktes. Der
Einspritzzeitpunkt für
die erste Einspritzung eilt nach, während der Einspritzzeitpunkt
für die
zweite Einspritzung in kontinuierlicher Weise voreilt, wenn die
Motorlast zunimmt. Während
des Betriebs mit einer mittleren Teillast unterstützt eine
erste Kraftstoffeinspritzung während
der Periode negativer Ventilüberlappung,
der unmittelbar eine zweite Kraftstoffeinspritzung während des
nachfolgenden Ansaugtaktes folgt, die Selbstzündung. Der optimale Abstand
der zwei Einspritzungen beträgt
etwa 30 bis 60 Grad Kurbelwinkel. Die Einspritzzeitpunkte beider
Einspritzungen eilen in kontinuierlicher Weise nach, wenn die Motorlast
zunimmt. Außerdem
unterstützt
während des
Betriebs mit hoher Teillast eine einzelne Kraftstoffeinspritzung
während
des Ansaugtaktes die Selbstzündung.
Der Einspritzzeitpunkt eilt nach, wenn die Motorlast zunimmt.
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Zugunsten
der höchsten
Kraftstoffeinsparung ist von niedriger Last bis zu hohen Teillasten
der Betrieb mit magerem Luft-Kraftstoff-Verhältnis die bevorzugte Betriebsart.
Wenn die Motorlast oder die Kraftstoffzufuhrrate zunimmt, nimmt
jedoch auch die NOx-Emission aus dem Motor zu. Oberhalb einer bestimmten
Motorlast kann der Pegel der NOx-Emission einen Grenzwert überschreiten.
Der Umwandlungswirkungsgrad der NOx-Nachbehandlung verkleinert sich
drastisch, wenn zusammen mit dem mageren Motorbetrieb eine herkömmliche
Dreiwege-Nachbehandlungsvorrichtung verwendet wird. Daher ist an
einem bestimmten Punkt, wenn die Last zunimmt, ein Umschalten von
einem mageren Motorbetrieb zu einem stöchiometrischen notwendig, damit die
herkömmliche
Dreiwege-Nachbehandlungsvorrichtung für eine wirksame NOx-Emissionssteuerung verwendet
kann.
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Eine
weitere Streckung der Betriebsgrenze für mittlere Last einer Brennkraftmaschine
mit Benzin-Direkteinspritzung und gesteuerter Selbstzündung, die
für die
Verwendung eines herkömmlichen Dreiwege-Nachbehandlungssystems
als Emissionssteuervorrichtung geeignet ist, kann erreicht werden, indem
eine Kraftstoffeinspritzvorrichtung mit der Fähigkeit zur Mehrfacheinspritzung
und eine Zündkerze verwendet
werden. Eine erste Kraftstoffeinspritzung erfolgt früh während des
Ansautaktes, um in der Nähe
des Endes des Kompressionstaktes in der gesamten Verbrennungskammer
ein mageres Luft-Kraftstoff-Gemisch zu bilden. Eine zweite Kraftstoffeinspritzung
erfolgt entweder im späten
Teil des Ansaugtaktes oder im Kompressionstakt, um ein Schichten-Luft-Kraftstoff-Gemisch
zu erzeugen, wobei in der Nähe
der Zündkerze
ein zündfähiges Gemisch
vorhanden ist. Die Zündkerze
wird dazu verwendet, das zündfähige Gemisch
zu zünden,
wobei ihre Ansteuerung die Verbrennungsphasenlage stark beeinflusst.
Die Funkenzündungsverbrennung
arbeitet als Zündquelle
zum Auslösen
der Selbstzündung des
umgebenden Magergemischs, um bei einem Zielkurbelwinkel nach OT
des Kompressionstaktes verbrannt zu werden. In dieser Weise wird
ein Mischbetriebsart-Verbrennungsprozess verwirklicht, der aus zwei
einzelnen, jedoch zusammenhängenden Prozessen
besteht. Ferner wird der Motor bei dem stöchiometrischen Luft-Kraftstoff-Verhältnis mit
externer AGR-Verdünnung
betrieben, so dass eine herkömmliche
Nachbehandlungsvorrichtung für
die Steuerung der Emission aus dem Motor ausreichend ist. Die externe
AGR-Verdünnung
wirkt außerdem
als wirksamer Verbrennungsraten-Steuerparameter während der
Selbstzündungsverbrennungsphase. Die
Hochlastgrenze einer Brennkraftmaschine mit Benzin-Direkteinspritzung
und gesteuerter Selbstzündung
wird bei annehmbarer maximaler Rate des Druckanstiegs oder der Amplitude
der Druckschwingung um mehr als 10 % erweitert.
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Obwohl
die oben umrissenen Fortschritte erfolgreich Fähigkeiten zur gesteuerten Selbstzündung bei
stabilen Zuständen
nachgewiesen haben, können
schnelle Laständerungen
oder Lastübergänge unerwünschte Verbrennungsergebnisse
einführen. Die
gemeinsam übertragene
und gleichzeitig anhängige
US-Patentanmeldung ___/________ (Anwaltszeichen Nr. GP-306189) beschreibt
ein System und ein Verfahren für
eine robuste Selbstzündungsverbrennungssteuerung
während
Lastübergängen zwischen
einer niedrigen Last und einer hohen Teillast. Für Motoroperationen mit magerem
Luft-Kraftstoff-Verhältnis
ohne externe AGR ist eine Optimalwertsteuerung mit Verweistabellen
und Ratenbegrenzern ausreichend, um sicherzustellen, dass während Übergängen von
niedriger Last zu hoher Teillast (und umgekehrt) keine Fehlzündung und
keine Teilverbrennung eintritt. Jedoch kommt Lastübergängen zwischen
einer hohen Teillast und einer mittleren Last eine Regelung zugute,
so dass einer Fehlzündung
oder Teilverbrennungen hinreichend entgegengewirkt wird. Die gemeinsam übertragene
und gleichzeitig anhängige
US-Patentanmeldung ____/_______ (Anwaltszeichen Nr. GP-306458) beschreibt
ein Sys tem und ein Verfahren für
eine robuste Selbstzündungsverbrennungssteuerung
während Lastübergängen zwischen
einer hohen Teillast und einer mittleren Last.
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Bei
allen Versuchen, den Bereich des Motorbetriebs mit gesteuerter Selbstzündung, wie
oben beschrieben zu erweitern, wird eine Grenze erreicht, über die
hinaus keine gesteuerte Selbstzündungsverbrennung
möglich
ist. Um den Motor über
die gesamten benötigten
Drehzahl- und Lastbereiche zu betreiben, wird ein herkömmlicher
SI-Motorbetrieb benötigt.
Daher werden sanfte Übergänge zwischen der
gesteuerten Selbstzündungsverbrennung
und der herkömmlichen
SI-Verbrennung gefordert.
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ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
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Die
vorliegende Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren für den Übergang
zwischen einer gesteuerten Selbstzündungsverbrennung (HCCI-Verbrennung)
und einer Flammenausbreitungsverbrennung (SI) bei Direkteinspritzmotoren,
die mit Benzin oder anderen ähnlichen
Kraftstoffen gespeist werden. Das Verfahren verwendet eine Kombination
aus einer Optimalwertsteuerung mit Verweistabellen, die die Kraftstoffeinspritzung,
den Zeitpunkt und den Hub der variablen Ventilbetätigung,
den Zündzeitpunkt und
die Drosselklappen- und AGR-Ventilstellungen enthalten, und einer
damit gekoppelten Regelung, die Ventilbetätigungs-, Drosselklappen- und AGR-Ventilstellungen
verwendet. Außerdem
werden Verfahren zur genauen Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Steuerung
während
eines Betriebsartübergangs, um
eine Fehlzündung
und Teilverbrennungen auszuräumen,
vorgeschlagen.
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Es
kann eine Optimalwertsteuerung vorgesehen sein, bei der Eingangsgrößen des
Motors, die den Zündzeitpunkt,
den Kraftstoffeinspritzzeit- Punkt und
die Ventilsteuerung umfassen, kontinuierlich stationären Eingangsgrößen, die
der aktuellen Kraftstoffzufuhrrate entsprechen, gleichgesetzt werden. Im
Voraus kalibrierte stationäre
Eingangsgrößen sind in
Verweistabellen gespeichert, wobei Eingangsgrößen des Motors durch Interpolieren
von Werten der stationären
Eingangsgrößen in den
Verweistabellen anhand der aktuellen Kraftstoffzufuhrrate bestimmt werden.
Um die unterschiedliche Dynamik im System zu kompensieren, etwa
durch Steuern der Raten der Luft- und Kraftstoffzuführung, um
mit den gewünschten Übergängen synchron
zu gehen, werden Ratenbegrenzer verwendet.
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Es
kann eine Regelung vorgesehen sein, um die Ausgangsgrößen der
Optimalwertsteuerung so abzugleichen, dass sie zugunsten einer optimalen Leistung
genauer mit den gewünschten
Eingangseinstellungen übereinstimmen.
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Diese
und weitere Merkmale und Vorteile der Erfindung werden aus der folgenden
Beschreibung bestimmter spezifischer Ausführungsformen der Erfindung,
wenn sie zusammen mit den begleitenden Zeichnungen aufgenommen wird,
vollständiger
verstanden.
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KURZBESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN
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1 ist
eine schematische Darstellung einer Einzylinder-Viertakt-Brennkraftmaschine
mit Benzin-Direkteinspritzung, die gemäß der vorliegenden Erfindung
betrieben werden kann;
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2 ist
ein Graph des Ventilhubs über
dem Kurbelwinkel für
das Einphasen von Auslass- und Einlassventilen einer Viertakt-Brennkraftmaschine, die
gemäß einer
beispielhaften Steuerung für
gesteuerte Selbstzündung,
die eine zweistufige variable Ventilbetätigung mit dualer Nockenwellenverstellung bei
verschiedenen Lasten arbeitet;
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3A ist
ein Graph von typischen Einlass- und Auslassventilereignissen über dem
Kurbelwinkel mit beispielhaften Einspritzstrategien für gesteuerte Selbstzündung für einen
Motorbetrieb mit niedriger, mittlerer bzw. höherer Teillast;
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3B ist
ein Graph einer typischen Zylinderdruckhistorie über dem Kurbelwinkel für eine beispielhafte
Ventilstrategie für
gesteuerte Selbstzündung
und Abgasrekompression;
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4 ist
ein Graph einer beispielhaften Gesamt-Betriebsstrategie über der
Motorlast für
Auslass- und Einlassventile, der Kraftstoffeinspritzung und der
Betriebsart für
eine Einzylinder-Viertakt-Brennkraftmaschine, die gemäß beispielhaften Steuerungen
für gesteuerte
Selbstzündung
unter Verwendung eines zweistufigen variablen Ventilbetätigungssystems
mit dualer Nockenwellenverstellung arbeitet;
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5 ist
ein Schema eines beispielhaften Controllers, mit dem gemäß der vorliegenden
Erfindung während
verschiedener Lastübergänge eine
robuste gesteuerte Selbstzündungsverbrennung
aufrechterhalten wird;
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6 ist
ein Graph, der die genaue Struktur der bei der Optimalwertsteuerung
verwendeten Verweistabelle zeigt;
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7A-7D sind
Graphen von vier Ventilbetätigungspositionen
bei der VVA-Strategie 1 für einen Übergang von HCCI-Betrieb über SI-NTLC-Betrieb
zu SI-gedrosselt-Betrieb;
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8A u.
B sind Graphen von zwei Ventilbetätigungspositionen bei der VVA-Strategie 2 für einen direkten Übergang
von HCCI-Betrieb zu SI-gedrosselt-Betrieb;
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9A u.
B sind Diagramme, die stabile Betriebsbedingungen für die HCCI/stöch.-Betriebsart und
die SI/NTLC-Betriebsart vor und nach einem Übergang auflisten;
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10 ist
ein Diagramm, das die Testfälle 1-6
auflistet;
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11-13 sind
zusammengesetzte Graphen aller Testergebnisse für die Fälle 1-3;
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14A u. B sind zusammengesetzte Graphen, die Ventilöffnungs-
bzw. Veritilschließzeitpunkte
für die
Fälle 1-3
des Übergangs
von SI zu HCCI zeigen;
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15A u. B sind zusammengesetzte Graphen, die die
NVO bzw. das Luft/Kraftstoff-Verhältnis für die Fälle 1-3 des Übergangs
von SI zu HCCI zeigen;
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16A u. B sind zusammengesetzte Graphen, die den
gemessenen Ort des Spitzendrucks (LLP) bzw. die maximale Rate des
Druckanstiegs für die
Fälle 1-3
des Übergangs
von SI zu HCCI zeigen;
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17 ist
ein zusammengesetzter Graph, der den gemessenen IMEP für die Fälle 1-3
des Übergangs
von SI zu HCCI zeigt;
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18A u. B sind zusammengesetzte Graphen, die Kurbelwinkelstellungen
für berechnete 10-%-
und 50-%-Anteile verbrannter Kraftstoffmasse für die Fälle 1-3 des Übergangs
von SI zu HCCI zeigen;
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19 ist
ein zusammengesetzter Graph, der die berechnete Energiefreisetzungsrate über der Anzahl
von Zyklen für
den Fall 1 des Übergangs
von SI zu HCCI zeigt;
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20-22 sind
zusammengesetzte Graphen aller Testergebnisse für die Fälle 4-6;
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23A u. B sind zusammengesetzte Graphen, die Ventilöffnungs-
bzw. Ventilschließzeitpunkte
für die
Fälle 4-6
des Übergangs
von HCCI zu SI zeigen;
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24A u. B sind zusammengesetzte Graphen, die die
NVO bzw. das Luft/Kraftstoff-Verhältnis für die Fälle 4-6 des Übergangs
von HCCI zu SI zeigen;
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25 ist
ein zusammengesetzter Graph, der den gemessenen IMEP für die Fälle 4-6
des Übergangs
von HCCI zu SI zeigt.
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BESCHREIBUNG DER BEVORZUGTEN
AUSFÜHRUNGSFORM
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Zur
Einfachheit richten sich die folgenden Beschreibungen auf die vorliegende
Erfindung in ihrer Anwendung auf eine Einzylinder-Benzin-Viertakt-Brennkraftmaschine
mit Direkteinspritzung, obwohl hervorgehoben werden soll, dass die
vorliegende Erfindung ebenso auf Mehrzylinder-Benzin-Viertakt-Brennkraftmaschinen
mit Direkteinspritzung anwendbar ist. Zum Implementieren der verschiedenen Steuerungen
und der Erfassung der verschiedenen hier konkretisierten Daten wurde
eine Viertakt-Einzylinder-0,55-Liter-Brennkraftmaschine verwendet.
Sofern nicht speziell anders besprochen wird angenommen, dass alle
solche Implementierungen und Erfassungen unter Standardbedingungen
ausgeführt
werden, was von einem Fachmann verstanden wird. Die vorliegende
Erfindung wird in ihrer Anwendung auf einen Motor mit zwei Ventilen
pro Zylinder (einem Einlassventil und einem Auslassventil) beschrieben, obwohl
hervorgehoben werden soll, dass die vorliegende Erfindung ebenso
auf einen Motor mit mehreren Ventilen pro Zylinder anwendbar ist.
Obwohl die vorliegende Erfindung auf jede Strategie mit variabler Ventilbetätigung (variable
valve actuation, VVA) unter Verwendung entweder eines voll flexiblen
elektrohydraulischen Systems oder eines elektromechanischen Systems
anwendbar ist, basiert außerdem
das Beispiel, das nachstehend verwendet wird, um unsere Steuerstrategie
zu veranschaulichen, auf einem zweistufigen VVA-System mit dualer
Nockenwellenverstellung.
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Um
zunächst
auf 1 der Zeichnungen näher einzugehen, gibt das Bezugszeichen 10 allgemein
eine schematische Darstellung einer beispielhaften Einzylinder-Viertakt-Brennkraftmaschine
mit Direkteinspritzung an. In der Figur ist ein Kolben 11 in einem
Zylinder 12 beweglich und definiert in dem Zylinder 12 eine
Verbrennungskammer 13 mit variablem Volumen. Ein Einlasskanal 14 führt Luft
in die Verbrennungskammer 13. Der Luftstrom in die Verbrennungskammer 13 wird
durch ein Einlassventil 15 gesteuert. Verbrennungsgase
können über einen Auslasskanal 16,
der durch ein Auslassventil 17 gesteuert wird, aus der
Verbrennungskammer 13 strömen.
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Der
beispielhafte Motor 10 besitzt einen hydraulisch gesteuerten
Ventiltrieb mit einem elektronischen Controller 18, der
programmierbar ist und das Öffnen
und Schließen
sowohl des Einlassventils 15 als auch des Auslassventils 17 hydraulisch
steuert. Der elektronische Controller 18 steuert die Bewegung
des Einlassventils 15 und des Auslassventils 17 unter
Beachtung der Positionen der Einlass- und Auslassventile 15 und 17,
wie sie von zwei Positionsmesswandlern 19 und 20 gemessen
werden. Der Controller 18 bezieht sich auch auf die Winkelposition des
Motors, wie sie durch einen Umdrehungssensor 21, der mit
der Motorkurbelwelle 22 verbunden ist, angegeben wird.
Die Kurbelwelle 22 ist durch einen Verbindungsstab 23 mit
dem sich in dem Zylinder 12 hin- und herbewegenden Kolben 11 verbunden.
Eine Benzin-Direkteinspritzvorrichtung 24, die durch den elektronischen
Controller 18 gesteuert wird, wird dazu verwendet, Kraftstoff
direkt in die Verbrennungskammer 13 einzuspritzen. Die
dem Controller 18 zugeschriebenen verschiedenen Funktionen
können
durch mehrere getrennte, jedoch koordinierte Controller, die für die verschiedenen
Aufgaben geeignet sind, gleichfalls ausgeführt werden.
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Eine
Zündkerze 25,
die ebenfalls durch den elektronischen Controller 18 gesteuert
wird, wird dazu verwendet, die Zündzeitpunktsteuerung
des Motors bei bestimmten Zustanden (z. B. während des Kaltstarts und in
der Nähe
der Niedriglast-Betriebsgrenze) zu erweitern. Außerdem hat es sich als vorteilhaft
erwiesen, sich in der Nähe
der Betriebsgrenze für
hohe Teillast unter gesteuerter Selbstzündungsverbrennung und während Be triebszuständen mit
hoher Drehzahl/Last mit gedrosseltem oder nicht gedrosseltem SI-Betrieb
auf die Funkenzündung
zu stützen.
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2 zeigt
die Steuerbewegungen des Einlassventils 15 und des Auslassventils 17,
wobei die Ventilhubprofile als Funktion des Kurbelwinkels für das Auslassventil 17 und
das Einlassventil 15 der Viertakt-Brennkraftmaschine, die
mit beispielhaften Steuerungen für
gesteuerte Selbstzündung
(HCCI-Verbrennung) arbeitet, gezeigt sind.
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Die
Bewegung des Auslassventils ist durch die fetten Linien 17 gezeigt,
während
die Bewegung des Einlassventils durch die gestrichelten Linien 15 angegeben
ist. Das Auslassventil 17 schließt früh bei einem variablen Winkel
vor dem oberen Auslass/Einlass-Totpunkt (OT 360 Grad), während das
Einlassventil 15 spät öffnet, vorzugsweise
bei einem gleichen Winkel nach OT. Die Zwischenperiode, wenn beide
Ventile geschlossen sind, wird als negative Ventilüberlappung
(negative valve overlap, NVO) bezeichnet. Die paarweisen Auslass-/Einlassventilprofile 17, 15,
die von dem Paar, das am engsten beieinander liegt, bis zu dem Paar,
das am weitesten auseinander liegt, gehen, repräsentieren eine NVO, die mit
abnehmenden Motorlasten (NMEP) von nacheinander 350, 285, 215 und
144 kPa zunimmt. Diese Ventilbewegung kann durch ein duales Nockenwellenverstellsystem
oder durch irgendwelche anderen Vorrichtungen, die solche Ventilprofile
erzeugen können,
erreicht werden.
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Mit
dieser Strategie wird die negative Ventilüberlappung (NVO) durch gleichzeitiges
Einphasen sowohl der Einlass- als auch der Auslasshubprofile verändert. Es
ließ sich
experimentell bestätigen, dass
zum Aufrechterhalten einer optimalen Selbstzündungsverbrennung über den
gesamten Lastbereich die erforderliche Periode negativer Ventilüberlappung
mit ab nehmender Motorlast linear zunimmt, wobei diese Beziehung
in 2 veranschaulicht ist.
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3A zeigt
beispielhafte Einspritzstrategien während des Motorbetriebs mit
niedriger, mittlerer bzw. hoher Teillast. Außerdem sind in 3A beispielhafte
Einlass- und Auslassventilereignisse gezeigt, während in 3B die
Zylinderdruckhistorie in Entsprechung mit solchen beispielhaften
Ventilereignissen gezeigt ist.
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Während des
Betriebs mit niedrigerer Teillast wird die Kraftstoffeinspritzvorrichtung
zweimal während
eines einzelnen Motorzyklus aktiviert, wie durch beabstandete Balken 27, 28 angegeben
ist. Die erste Einspritzung 27 zwischen etwa 300 und 350
nach OT, Verbrennung, sprüht
eine feste Menge an Benzin oder äquivalentem
Kraftstoff in das während
der Periode negativer Ventilüberlappung
in dem Zylinder eingeschlossene Hochtemperatur- und Hochdruckabgas.
Der Einspritzzeitpunkt für
die erste Einspritzung wird in kontinuierlicher Weise verzögert, wenn die
Motorlast zunimmt. Der Kraftstoff wird teilweise oxidiert und in
reaktionsfähigere
chemische Spezies umgewandelt, wobei Energie freigesetzt wird. Die Menge
der reaktionsfähigeren
chemischen Spezies und die Energie ändern sich mit der Quantität und dem
Zeitpunkt von bei der ersten Einspritzung eingespritztem Kraftstoff
und der Periode negativer Ventilüberlappung
(NVO).
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Wie
in 3B gezeigt ist, werden die eingeschlossenen Gase
in der NVO-Periode
zum Ende des Ausstoßtaktes
hin, zwischen etwa 300 und 360 Grad nach OT, nachdem das Auslassventil
schließt, zuerst
verdichtet. Das verdichtete Kraftstoff- und Abgasgemisch wird dann
während
des frühen
Teils des Ansaugtaktes, wenn sowohl das Einlassventil als auch das
Auslassventil geschlossen sind, expandiert. Der Zylinderdruck fällt auf
etwa den Umgebungsdruck ab, zu welcher Zeit das Einlassventil öffnet, um
Frischluft in die Verbrennungskammer einzuleiten. Während des
Kompressionstaktes wird die Kraftstoffeinspritzvorrichtung bei 28
wieder für
eine zweite Einspritzung von Benzin in die Verbrennungskammer zwischen
60 und 20 Grad vor OT, Verbrennung, aktiviert. Dieser Einspritzzeitpunkt
wird gewählt,
um einen rauchfreien Betrieb sicherzustellen, und wird entweder
durch den Einspritzvorrichtungs-Sprühkegelwinkel oder die Menge
an eingespritztem Kraftstoff beeinflusst.
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Der
Einspritzzeitpunkt für
die zweite Einspritzung wird in kontinuierlicher Weise vorverlegt,
wenn die Motorlast zunimmt. Die Eindringung und die Streuung des
Kraftstoffnebels werden dank einer höheren Zylinderladungstemperatur
und einer höheren Zylinderladungsdichte
unterdrückt.
In der Verbrennungskammer wird ein örtlicher fetter Gemischbereich
gebildet. Die Spezies, die durch Benzinumwandlung nach der ersten
Kraftstoffeinspritzung gebildet werden, wirken mit dem durch die
zweite Kraftstoffeinspritzung gebildeten örtlichen fetten Gemisch zusammen,
um unter einem relativ niedrigen Verdichtungsverhältnis ohne
Unterstützung
eines Zündfunkens
im Vergleich zu einem relativ hohen Verdichtungsverhältnis, das
bei einem Dieselmotor verwendet wird, die Selbstzündung von
Benzin zu erreichen.
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Während des
Betriebs mit mittlerer Teillast wird die Kraftstoffeinspritzvorrichtung
ebenfalls zweimal während
eines einzelnen Motorzyklus aktiviert, wie durch benachbarte Balken 29, 30 gezeigt
ist. Die erste Einspritzung 29 sprüht ähnlich wie jene, die bei dem
Betrieb mit niedriger Teillast verwendet wird, zwischen etwa 300
und 360 Grad nach OT, Verbrennung, Benzin in die Verbrennungskammer.
Die zweite Einspritzung 30 jedoch beginnt etwa 30 bis 60 Grad
nach dem Ende der ersten Einspritzung. Beide Einspritzungen werden
während
der Periode negativer Ventilüber lappung
oder des frühen
Abschnitts des Ansaugtaktes ausgeführt. Die Einspritzzeitpunkte
beider Einspritzungen werden in kontinuierlicher Weise verzögert, wenn
die Motorlast zunimmt. Das Ziel ist, eine aufgeteilte Einspritzung
zum Steuern der Benzinumwandlung und somit des Selbstzündungsprozesses
zu verwenden. Sowohl für
einen Betrieb bei niedriger Last als auch für einen Betrieb bei mittlerer
Teillast reichen 1-3 mg Kraftstoff für die erste Einspritzung 29 aus.
Der restliche Kraftstoff wird während
der zweiten Einspritzung 30 eingespritzt.
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Während des
Betriebs mit hoher Teillast wird die Kraftstoffeinspritzvorrichtung
nur einmal während eines
einzelnen Motorzyklus aktiviert, wie durch den Balken 31 gezeigt
ist. Der Einspritzzeitpunkt variiert zwischen 340 und 490 Grad nach
OT, Verbrennung, in Abhängigkeit
von der Motorlast. Der Einspritzzeitpunkt wird verzögert, wenn
die Motorlast zunimmt.
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Der Übergang
von einer Einspritzstrategie zu einer anderen während einer Laständerung
wird geregelt, um eine optimale Motorleistung und optimale Emissionen
aufrechtzuerhalten. Während
des Betriebs mit niedriger Teillast ist beispielsweise die aufgeteilte
Einspritzung – wobei
die erste Einspritzung 27 während der Periode negativer
Ventilüberlappung stattfindet
und die zweiten Einspritzung 28 während des Kompressionstaktes
stattfindet – die
einzige Einspritzstrategie, die sich als geeignet erwiesen hat, eine
stabile gesteuerte Selbstzündungsverbrennung zu
erzeugen. Der Einspritzzeitpunkt für die zweite Einspritzung 28 wird
mit zunehmender Motorlast kontinuierlich vorverlegt, um die Streuung
von Kraftstoff in dem Zylinderinhalt zu fördern und das Luft/Kraftstoff-Verhältnis des örtlichen
Gemischs in einem annehmbaren Bereich zu halten, um übermäßige Emissionen
von NOx und Rauch zu vermeiden.
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Jedoch
kann selbst bei dem vorverlegten Einspritzzeitpunkt die Bildung
von Stickoxiden (NOx) während
des Betriebs bei mittlerer Teillast noch auf unannehmbare Pegel
ansteigen. Somit wird bei mittlerer Teillast der Einspritzzeitpunkt
der zweiten Kraftstoffeinspritzung 30 von dem Kompressionstakt
zu dem Ansaugtakt verschoben, wie in 3A gezeigt ist.
Es ließ sich
experimentell bestätigen,
dass beide Strategien zu einer ähnlichen
Motorleistung führen. Obwohl
mit der zweiten Kraftstoffeinspritzung 30 während des
Ansaugtaktes die NOx-Emission stark reduziert werden kann, nimmt
infolge einer Zunahme des in dem Spalt eingeschlossenen Kraftstoffs,
der der Verbrennung entweicht, die HC-Emission zu. Die genaue Last,
bei der der Übergang
stattfindet, wird durch einen Kompromiss hinsichtlich der Emissionen bestimmt.
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4 zeigt
beispielhafte Ventilöffnungs-
und Ventilschließzeitpunkte
als Funktion der Motorlast für die
Auslass- und Einlassventile einer Einzylinder-Viertakt-Brennkraftmaschine,
die bei einer konstanten Drehzahl arbeitet. Die Ventilsteuerung
dient als Beispiel für
eine Abgasrekompression unter Verwendung eines zweistufigen VVA-Systems
mit dualer Nockenwellenverstellung. Auslassventilöffnungen über dem
Lastbereich (NMEP) sind durch eine fette Linie 33 gezeigt,
während
Auslassventilschließungen durch
eine gestrichelte Linie 34 gezeigt sind. Einlassventilöffnungen
sind durch eine fette Linie 35 gezeigt, während Einlassventilschließungen durch
eine gestrichelte Linie 36 gezeigt sind. In 4 sind
außerdem
die Einspritzstrategie (aufgeteilt gegenüber einzeln) und verschiedene
Verbrennungsbetriebsarten als Funktion der Motorlast bei einer beispielhaften konstanten
Drehzahl gezeigt.
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Insbesondere
wird der Motor unterhalb von 320 kPa NMEP in der Betriebsart der
gesteuerten Selbstzündungsverbrennung
mit einem mageren Luft/Kraftstoff-Gemisch (HCCI/mager) betrieben. Während dieser Verbrennungsbetriebsart
nimmt der NOx-Emissionsindex mit zunehmender Motorlast zu. Bei 320
kPa NMEP beträgt
der NOx-Emissionsindex etwa 1 g/kg Kraftstoff. Demgemäß wird der
Motor zwischen 320 und 400 kPa NMEP in der Betriebsart der gesteuerten
Selbstzündungsverbrennung
mit stöchiometrischem
Luft/Kraftstoff-Verhältnis
(HCCI/stöch.)
betrieben, um die Verwendung einer herkömmlichen Nachbehandlungsvorrichtung
für NOx-Steuerung
zu ermöglichen.
In dem Abschnitt höherer
Last dieser Betriebsart kann die aufgeteilte Einspritzung verwendet
werden, um die maximale Rate des Zylinderdruckanstiegs zu begrenzen.
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Zwischen
400 und 600 kPa NMEP wird der Motor in einer Funkenzündungsbetriebsart,
ungedrosselt, stöchiometrisch,
mit Last, die durch VVA-Strategien
wie etwa eine frühe
Einlassventilschließung
(SI-NTLC/stöch.,
wie gezeigt) oder eine späte
Einlassventilschließung
gesteuert wird, betrieben. Jenseits von 600 kPa NMEP wird der Motor durch
herkömmliche
Funkenzündung
mit stöchiometrischem
Luft/Kraftstoff-Gemisch (SI-gedrosselt/stöch.) betrieben, bis Volllast
erreicht ist. Die aufgeteilte Einspritzung kann in jeder der letzten
beiden Betriebsarten verwendet werden, um die maximale Rate des
Zylinderdruckanstiegs zu begrenzen.
-
Es
soll betont werden, dass die Kalibrierungswerte in 4 im
Wesentlichen die Werte für 1000
min–1 in
der Verweistabelle von 6, die im Folgenden besprochen
werden wird, sind. Für
andere Motordrehzahlen äußeren sich
experimentell Betriebsstrategien hinsichtlich der Kraftstoffeinspritzung,
der Ventilsteuerung und der Verbrennung, die zu jenen, die in 4 gezeigt
sind, ähnlich
sind, wobei lediglich dort, wo verschiedenartige Übergänge stattfinden,
Unterschiede in den genauen NMEP-Werten auftreten. Im Allgemeinen
nehmen die in 4 berichteten NMEP-Werte für die verschiedenartigen Übergänge mit
zunehmender Motordrehzahl ab.
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Insbesondere
nimmt die Hochlast-Betriebsgrenze wegen des geringeren Motorwärmeverlustes mit
zunehmender Motordrehzahl ab. Somit nimmt auch der Bereich der gesteuerten
Selbstzündungsverbrennung
mit zunehmender Motordrehzahl ab.
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Bei
einem Motor mit gesteuerter Selbstzündung wird die Verbrennungsphasenlage
stark durch die Ladungstemperatur beeinflusst; z. B. können höhere Ladungstemperaturen
die Verbrennungsphasenlage nach vorn verschieben und zu einem Klopfen
führen,
während
niedrige Ladungstemperaturen die Verbrennungsphasenlage verzögern und
zu einer Teilverbrennung oder einer Fehlzündung führen können. Das Verfahren verwendet
eine Kombination aus einer Optimalwertsteuerung mit Verweistabellen
und Ratenbegrenzern, die den Kraftstoffeinspritzzeitpunkt (FI),
die Ansteuerung der variablen Ventilbetätigung, den Zündzeitpunkt
(SI), die Drosselklappenstellung und die AGR-Ventilstellung umfasst,
und einer damit verbundenen Regelung, die die Stellung der variablen
Ventilbetätigung,
die Drosselklappenstellung und die AGR-Ventilstellung verwendet.
Außerdem
werden Verfahren zur genauen Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Steuerung
während
eines Betriebsartübergangs,
um eine Fehlzündung
und Teilverbrennungen auszuräumen,
vorgeschlagen.
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5 zeigt
einen Schaltplan eines Motorcontrollers 40 gemäß der Erfindung,
mit dem während
Betriebsartübergängen zwischen
SI und HCCI eine robuste Verbrennung erreicht wird. Der Controller 40 umfasst
eine Optimalwertsteuerung 42 und eine Regelung 44,
die mit zugeordneten Komponenten eines repräsentativen Benzin-Direkteinspritzmotors 46 verbunden
sind.
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Die
Optimalwertsteuerung 42 ist entscheidend dafür, dass
eine schnelle Systemreaktion erzielt wird, und umfasst zwei Hauptelemente,
nämlich Verweistabellen
und Ratenbegrenzer. Auf der Grundlage der gewünschten Last und der Motorbetriebszustände werden
anhand der Verweistabellen 57 die erforderlichen Kraftstoffeinspritzzeitpunkte
(FI) und Impulsbreiten (die Kraftstoffzufuhrrate) 48, die
Ventilbetätigung
(einschließlich
der negativen Ventilüberlappung,
NVO) 50, der Zündzeitpunkt
(SI) 52, die Drosselklappenstellung 54 und die
AGR-Ventilstellung 56 berechnet, um die Verbrennungsphasenlage
zu steuern. Außerdem
werden in Abhängigkeit
von den aktuellen Motorbetriebszuständen und der Lastanforderung
vom Fahrer variable Ratenbegrenzer 58, 60, 62, 64, 66 verwendet,
um die unterschiedliche Dynamik im System, z. B. die Luft-, Kraftstoff-
und AGR-Dynamik,
zu kompensieren, wie später
näher besprochen wird.
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6 ist
ein Arbeitsdiagramm einer Verweistabelle, bei der zwei Eingangsvariablen
die Motordrehzahl 67 und die Last 68 sind und
in der Steuerausgangsvariablen 69 sowohl für SI als
auch für HCCI
gespeichert sind. Diese Variablen umfassen den Kraftstoffeinspritzzeitpunkt,
die Ansteuerung der Ventilbetätigung,
den Zündzeitpunkt,
die Drosselklappenstellung und die AGR-Ventilstellung. Der Übergang
zwischen HCCI und SI beginnt beispielsweise bei etwa 460 kPa IMEP.
Die Last, bei der der Übergang
stattfindet, ändert
sich mit der Motordrehzahl. Insbesondere beginnt der SI-HCCI-Übergang bei
niedriger Last (oder niedrigem IMEP) mit höherer Motordrehzahl. Während des
Betriebsartübergangs wird
eine lineare Interpolation zwischen entsprechenden Steuerausgangsgrößen jeder
Verbrennungsbetriebsart angewandt. Die in den Verweistabellen gespeicherten
Werte werden unter stationären
bzw. stabilen Motorbetriebszuständen
erzeugt. Es ließ sich experimentell
zeigen, dass die Motorbetriebszustände nach einem Übergang
zu ihren stationären
Werten konvergieren.
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Der
Rückkopplungsteil
wird dazu verwendet, die Gesamt-Systemleistung zu verbessern. Obwohl alle
Optimalwertsteuerungsausgangsgrößen einer Regelung
unterworfen werden können,
bevor sie in den Motorcontroller eingegeben werden, werden während eines
Betriebsartübergangs
lediglich NVO, die Drosselklappenstellung und die AGR-Ventilstellung
aktiviert.
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Es
sei angemerkt, dass bei der vorgeschlagenen Anwendung anders als
bei herkömmlicheren SI-Motoren
die Kraftstoffzufuhrrate nicht notwendigerweise zu dem vom Fahrer
angeforderten Drehmoment (oder zur Last, die auf der Eingangsgröße vom Pedal
basiert) proportional ist. Wegen der komplexeren Natur vieler möglicher
Verbrennungsbetriebsarten ist es nicht ungewöhnlich, dass ein SIDI/HCCI-Motor
bei verschiedenen Verbrennungsbetriebsarten bei einer geringfügig kleineren
Kraftstoffzufuhrrate in Wirklichkeit ein größeres Drehmoment erzeugt. Es
ist entscheidend, die richtige Einspritzstrategie und die Kraftstoffzufuhrrate
für jede
Verbrennungsbetriebsart in Abhängigkeit
von dem angeforderten Drehmoment und dem Motorbetriebszustand zu
bestimmen, wie später
besprochen wird. Daher sind die in den Tests verwendeten verschiedenen Kraftstoffzufuhrraten,
die im Folgenden berichtet werden, nur dazu gedacht, die Lastübergangssteuermethodik
unter unterschiedlichen Motorlasten zu demonstrieren. Die genaue
Abbildung des vom Fahrer angeforderten Motordrehmoments auf die
erforderliche Kraftstoffzufuhrrate muss für die Betriebszustände jedes
Motormodells entwickelt werden.
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Die 7A, 7B, 7C und 7D zeigen
repräsentative
Hubprofile für
das Auslassventil 17 und das Einlassventil 15,
die für
stationäre
und transiente Motoroperationen unter HCCI-Betriebsart, HCCI-SI/NLTC-Übergang,
SI/NTLC-Betriebsart bzw. SI/NTLC-SI-gedrosselt-Übergang verwendet werden. Die
Last für
einen Übergang
von HCCI zu SI/NTLC wird zu etwa 410 kPa IMEP bei 1000 min–1 gewählt (wie
in 4 zu sehen ist), um die Änderung der Ventilbetätigung zu
zeigen. Aus den 7A-D wird deutlich, dass: 1)
dann, wenn in der HCCI-Betriebsart (7A) NVO
verkleinert wird (17A, 15C bis 17B, 15D),
die Motorlast erhöht
wird, 2) während
des Übergangs
von HCCI zu SI/NTLC (7B) das Auslassventilprofil
von niedrigem Hub 17A auf hohen Hub 17B verändert wird,
was sowohl den Hub als auch die Dauer vergrößert, während nur die Phasenlage oder
die Ansteuerung des Einlassventils verändert (von 15C nach 15D vorverlegt)
wird (es sei angemerkt, dass in der SI/NTLC-Betriebsart der Einlassventil-Schließzeitpunkt
etwa 80 Grad vor UT liegt), 3) in der SI/NTLC-Betriebsart (7C)
das Einlassventileinphasen allein für die Laststeuerung ausreichend ist
(insbesondere wird das Einlassventilhubprofil (von 15C nach 15D)
verzögert,
um die Motorlast zu erhöhen)
und 4) während
des Übergangs
von der SI/NTLC-Betriebsart zu der SI-gedrosselt-Betriebsart (7D)
die Einlassventilansteuerung verzögert wird und das Ventilprofil
von niedrigem Hub 15C zu hohem Hub 15D verändert wird,
was sowohl den Hub als auch die Dauer vergrößert, während das Profil des Auslassventils 17 unverändert in
dem Zustand hohen Hubs bleibt.
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Es
ist auch möglich,
direkt von der HCCI-Betriebsart zu der SI-Betriebsart überzugehen
und umgekehrt. Wie in 8A gezeigt ist, kann eine Laststeuerung
in der HCCI-Betriebsart erreicht werden, indem NVO gesteuert wird
(in derselben Weise wie in 7A). Insbesondere
nimmt die Last zu, wenn NVO verkleinert wird.
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8B zeigt
die Ventilprofile während
des Übergangs
zwischen der HCCI-Betriebsart
und der SI-Betriebsart. Um zu SI umzuschalten, werden sowohl die
Einlass- als auch die Auslassventilprofile von einem niedrigen Hub 17A, 15C zu
einem hohen Hub 17B, 15D verändert und die Einlassventilphasenlage
nach vorn verlegt, was sowohl den Hub als auch die Dauer vergrößert und
die Ventilansteuerung an die herkömmliche Ventilhuboperation
für einen gedrosselten
Funkenzündungsmotor
angleicht. In der SI-gedrosselt-Betriebsart (8B) reicht
die Drosselklappe allein für
die Laststeuerung aus.
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Es
ist notwendig, während Übergängen zwischen
der HCCI- und der SI-Verbrennungsbetriebsart
ein erwünschtes
Luft-Kraftstoff-Verhältnis
aufrechtzuerhalten, um Fehlzündungen
und Teilverbrennungen zu vermeiden. Es folgt eine Beschreibung von
drei Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Steuerverfahren, die
angewandt werden können.
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Die
Wirksamkeit der vorliegenden Erfindung wird anhand von Testergebnissen
mit einem HCCI-SI-Übergang
bei 1000 min–1 und
460 kPa IMEP demonstriert. 9 fasst
die stationären
Betriebsbedingungen für
die zwei Verbrennungsbetriebsarten vor und nach dem Übergang
zusammen. Als Optimalwertsteuerungsausgangsgrößen während des Übergangs wird eine lineare
Interpolation zwischen Endpunktwerten verwendet. Es wird angemerkt, dass
der Wert von NVO (der IVO-EVC gleichkommt) bei SI-Betrieb negativ
ist, was eine herkömmliche Ventilüberlappung
zwischen den Auslass- und Einlassventilen angibt, wie 5 zeigt.
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Insgesamt
wurden 6 Tests durchgeführt,
wie in 10 gezeigt ist. Die Fälle 1-3
unterscheiden sich durch die Änderungsraten
der NVO- und AGR-Ventilpositionen, die bei einem Verbrennungsbetriebsartübergang
von SI zu HCCI von 8 bis 16 Zyklen (1 bis 2 Sekunden) gehen. Ähnliche
Tests wurden in den Fällen
4-6 mit einem Betriebsartübergang von
HCCI zu SI durchgeführt.
Bei allen Fällen
wurde eine stufenartige Änderung
der Drosselklappenänderungsrate
verwendet. Nichtsdestoweniger haben Tests mit anderen Drosselklappenänderungsraten ähnliche
Ergebnisse gezeigt.
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In
den 9 bis 25 kennzeichnen
die Bezugszeichen 71 bis 73 die Fälle 1 bis
3, die Übergange
von einer Funkenzündungsverbrennung
zu einer ge steuerten Verbrennung (SI-HCCI) betreffen. Die Bezugszeichen 74 bis 76 kennzeichnen
die Fälle 4-6,
nämlich
HCCI-SI-Übergänge. In 9 werden die folgenden Bezeichnungen für Befehls-
bzw. Steuereingangsgrößen und
andere gemessene Werte verwendet: A – Kraftstoffrate, A1 – erste
Einspritzung, A2 – zweite
Einspritzung, B – Motordrehzahl,
C1 – Ende
der ersten Einspritzung, C2 – Ende
der zweiten Einspritzung, D – SI
(Zündzeitpunkt),
E – NVO,
F – IMEP,
G – L/K,
H – AGR-Ventilstellung,
I – Drosselklappenstellung,
J – Einlass-O2-Prozent, K – Abgastemperatur, L – LPP (location
of peak pressure, Ort des Spitzendrucks) und M – max. Rate des Druckanstiegs.
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Die 11-13 zeigen
zusammengesetzte Aufzeichnungen aller Testergebnisse für die Fälle 1-3
des Übergangs
von SI zu HCCI. Die aufgezeichneten Werte umfassen A – Kraftstoffrate,
E – NVO,
I – Drosselklappenstellung,
H – AGR-Ventilstellung,
L – LPP,
M – max.
Rate des Druckanstiegs, G – L/K,
J – Einlass-O2-Prozent und F – IMEP. Im Folgenden werden
beispielhafte Ergebnisse dieser Fälle präsentiert.
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In
den 14A bzw. 14B werden
zuerst Öffnungs-
und Schließzeitpunkte
von Auslass- und Einlassventilen mit unterschiedlichen Änderungsraten
von 8 bis 16 Zyklen (etwa 1 bis 2 Sekunden) während des Übergangs präsentiert. In 15A ist die während
des Übergangs
verwendete NVO gezeigt. Dies wird durch das bei diesen Tests der
Erfindung verwendete voll flexible Ventilbetätigungssystem ermöglicht.
Es ist ohne weiteres möglich,
verschiedene Ventilprofiländerungsraten
zu programmieren und zu steuern. Diese Fähigkeit ist bei einem einfachen zweistufigen
VVA-System nicht möglich,
da das Ventilhubprofil nur in einem einzigen Zyklus geändert werden
kann.
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In 15B ist das gemessene Luft-Kraftstoff-Verhältnis gezeigt.
Aus der Figur geht hervor, dass das Luft-Kraftstoff-Verhältnis eine
Magerauslenkung durchlief. Die Auslenkungsdauer verringert sich
mit zunehmenden NVO- und AGR-Ventiländerungsraten. Die maximale
Abweichung von Stöchiometrie
blieb jedoch bei etwa 5 Luft-Kraftstoff-Verhältnissen unverändert.
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Magerauslenkungen
infolge eines Verbrennungsbetriebsartübergangs sind in GP 306189
während
eines Lastübergangs
mit Verzögerungs-Kraftstoffabschaltung
(deceleration fuel cut-off, DFCO) beobachtet worden. Dies war besonders
augenscheinlich während
eines Warm-Neustarts, weil es Zeit brauchte, bis der Restgasanteil
in dem Zylinder von null auf seinen stationären bzw. stabilen Wert anstieg.
Null Zylinderrestgas vor einem Warm-Neustart ist das Ergebnis eines
Motorlaufens während
der Kraftstoffabschaltperiode. Aus der Wärmefreisetzungsanalyse gemessener
Druckdaten geht hervor, dass die ersten 3-4 Zyklen nach einem Warm-Neustart einer SI-Verbrennung
entsprechen, die eventuell in entweder eine reine oder eine funkenunterstützte gesteuerte
Selbstzündungsverbrennung übergeht.
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Diese
Magerauslenkungen führten
zu einer zu starken LPP-Voreilung, wie in 16A gezeigt
ist, und folglich zur maximalen Rate des Druckanstiegs, wie in 16B gezeigt ist. Insbesondere ist die maximale
Rate des Druckanstiegs entweder gleich 800 kPa/Grad, einer selbst
auferlegten Grenze für
das Klopfen, oder liegt etwa darüber.
Ferner zeigen sowohl LPP als auch die maximale Rate des Druckanstiegs
eine viel längere
Erholungszeit (etwa 100 Zyklen) als die wirkliche VVA-Übergangszeit
(8 bis 16 Zyklen). Dies ist für
einen Motorbetrieb in der Nähe der
Hochlast-Betriebsgrenze wegen seiner Empfindlichkeit gegenüber thermischen
Motorrandbedingungen typisch. Die Erholungszeit sowohl des gemessenen IMEP
(17) als auch der berechneten Orte von 10 und 50
Prozent verbrannten Kraftstoffs (18A und 18B) zeigen ähnliche
Charakteristiken.
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19 zeigt
die berechnete Energiefreisetzungsrate in Zyklen nach dem Beginn
des Übergangs.
Aus der Figur geht hervor, dass die Zyklen 1-3 eine Spitzenenergiefreisetzung-
und eine Verbrennungsdauer besitzen, die für jene, die bei der SI-Verbrennung
festgestellt werden, typisch sind. Jenseits des Zyklus 8 zeigt die
Energiefreisetzungscharakteristik jene einer HCCI-Verbrennung mit
einer sehr hohen Spitzenrate und einer sehr kurzen Verbrennungsdauer.
Die Verbrennungsphasenlage eilt stark vor, wie zuvor in 16A gezeigt worden ist. Zwischen den Zyklen 4
und 7 jedoch ist eine SI-Verbrennung mit und ohne Selbstzündung oder
Klopfen augenscheinlich. Die Komplexität des Verbrennungsbetriebsartübergangs
ist deutlich aufgezeigt.
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Die 20-22 zeigen
zusammengesetzte Aufzeichnungen aller Testergebnisse für die Fälle 4-6
des Übergangs
von HCCI zu SI. Die aufgezeichneten Werte umfassen A – Kraftstoffrate,
E – NVO,
I – Drosselklappenstellung,
H – AGR-Ventilstellung,
L – LPP,
M – max.
Rate des Druckanstiegs, G – L/K,
J – Einlass-O2-Prozent und F – IMEP. Im Folgenden werden
beispielhafte Ergebnisse dieser Fälle präsentiert
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Zuerst
werden in den 23A bzw. 23B sowohl Öffnungs-
als auch Schließzeitpunkte
von Auslass- und Einlassventilen mit unterschiedlichen Änderungsraten
von 8 bis 16 Zyklen (etwa 1 bis 2 Sekunden) während des Übergangs präsentiert. In 24A ist die während
des Übergangs
verwendete NVO gezeigt. Dies wird durch das bei diesen Tests der
Erfindung verwendete voll flexible Ventilbetätigungssystem ermöglicht.
Es ist ohne weiteres möglich,
verschiedene Ventilprofiländerungsraten
zu programmieren und zu steuern. Diese Fähigkeit ist bei einem einfachen
zweistufi gen VVA-System nicht möglich,
da das Ventilhubprofil nur in einem einzigen Zyklus geändert werden
kann.
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In 24B ist das gemessene Luft-Kraftstoff-Verhältnis gezeigt.
Aus der Figur geht hervor, dass das Luft-Kraftstoff-Verhältnis eine
Magerauslenkung durchlief. Die Dauer der Magerauslenkung verringert
sich mit zunehmenden NVO- und AGR-Ventiländerungsraten. Die Form der
Auslenkung weist einen doppelten Buckel auf. Die maximale Abweichung
von Stöchiometrie
kann zwischen 5-10 Luft-Kraftstoff-Verhältnissen variieren und tritt
während
des ersten Buckels auf. Die größere Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Auslenkung
bei einem Übergang
von HCCI zu SI (24B) im Vergleich zu dem Übergang von
SI zu HCCI (15B) wird durch die Fehlzündung und
die Teilverbrennungen während
des Betriebsartübergangs
verursacht, wie in 25 deutlich erkennbar ist. Die
besten Ergebnisse wurden mit der schnellsten NVO- und AGR-Änderungsrate
(Fall 4, 8-Zyklen-Übergang)
erzielt.
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Die
Zylindergastemperatur während
des Expansions- oder Ansaugtaktes ist bei einer HCCI-Verbrennung
viel niedriger als bei einer SI-Verbrennung bei gleicher Motorlast.
Dies wird hauptsächlich
durch die höhere
AGR-Verdünnung (sowohl
intern als auch extern) bei der HCCI-Verbrennung verursacht. Das Ergebnis
ist eine niedrigere Verbrennungskammer-Oberflächentemperatur und eine niedrigere
Abgastemperatur. Während
des Betriebsartübergangs von
SI zu HCCI begünstigen
sowohl eine höhere Temperatur
des eingeschlossenen Abgases als auch eine höhere Verbrennungskammer-Oberflächentemperatur
die HCCI-Verbrennung, falls stationäre Verweistabellenwerte als
Steuereingangsgrößen verwendet
werden. Somit ist der Übergang
auch bei Vorhandensein von Magerauslenkungen stets stabil. Weniger
günstige
thermische Bedingungen in Verbindung mit Magerauslenkungen führen zu
einer Verschlechterung der Verbrennungs robustheit während eines
Betriebsartübergangs
von HCCI zu SI. Solches kann die weniger robuste Natur von Übergängen von HCCI
zu SI im Vergleich zu Übergängen von
SI zu HCCI erklären.
Die Grenze für
mageres Luft-Kraftstoff-Verhältnis
bei SI-Verbrennung beträgt
etwa 25:1 bei dem verwendeten Motor.
-
Ein
erstens Verfahren zum Steuern des Luft-Kraftstoff-Verhältnisses
in einem Motor mit Benzin-Direkteinspritzung und gesteuerter Selbstzündung bei
konstanter Kraftstoffzufuhrrate verwendet ein Drosselventil in einem
Zweig der Saugrohre für einen
Motor mit zwei Einlassventilen pro Zylinder. Zu einem solchen Zweck
können
(bis zu einem gewissen Maße)
ebenso sowohl die Drosselklappe als auch das AGR-Ventil, die für die Optimalwertsteuerung
verwendet werden, verwendet werden. Es wurde experimentell festgestellt,
dass eine Veränderung der
Drosselventileinstellung eine starke Auswirkung auf die in den Zylinder
eingeleitete Menge an frischer Ladung und folglich auf das zugeführte Luft-Kraftstoff-Verhältnis hat.
Die Wirksamkeit des Drosselventils auf die Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Steuerung unterscheidet
sich in Abhängigkeit
von der Ventilstrategie und der Motordrehzahl. Insbesondere führt das Schliefen
des Drosselventils zu einem niedrigeren zugeführten Luft-Kraftstoff-Verhältnis, wobei
die Reduktionsrate mit zunehmender Motordrehzahl zunimmt. Ein zweites
Verfahren wendet eine variable Ventilhubsteuerung an. Die Wirksamkeit
des Ventilhubs für
die Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Steuerung
variiert in Abhängigkeit
von der Motordrehzahl und der für
die gesteuerte Selbstzündungsverbrennung
angewandete Ventilstrategie. Allgemein nimmt das zugeführte Luft-Kraftstoff-Verhältnis mit
abnehmendem Ventilhub ab. Die Wirksamkeit der Ventilhubsteuerung
auf das Luft-Kraftstoff-Verhältnis
nimmt mit zunehmender Motordrehzahl zu. Insbesondere bei der Ventilstrategie
mit Abgasrekompression nimmt das zugeführte Luft-Kraftstoff-Verhältnis mit
abnehmendem Auslassventilhub als einzige Änderung ab.
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Der
Einlassventilhub besitzt keine spürbare Auswirkung auf das zugeführte Luft-Kraftstoff-Verhältnis. Ein
drittes Verfahren ist dazu gedacht, in Verbindung mit einem mechanischen,
zweistufigen System mit Nockenwellenverstellung verwendet zu werden.
Da der zweistufige Mechanismus das Ändern des Auslasshubprofils
innerhalb eines Zyklus während
des Übergangs
beinhaltet, kann die Magerauslenkung von HCCI zu SI noch größer als
jene werden, die in den Fällen
4-6 (24B) mit der begrenzten, erweiterten
VVA-Änderungsrate
beobachtet wird. Die Regelung, die das gemessene Luft-Kraftstoff-Verhältnis verwendet,
um die Drosselklappenstellung dynamisch einzustellen, kann ein wirksames Verfahren
sein. Die Einlassnockenwellenverstellvorrichtung ist ein weiterer
Kandidat, der entweder allein oder in Verbindung mit der Drosselklappe
für eine Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Steuerung
verwendet werden kann. Das AGR-Ventil kann bis zu einem gewissen
Maße ebenfalls
für die
Luft-Kraftstoff-Verhältnis-Steuerung
verwendet werden. Jedoch kann es nachteilige Auswirkungen auf die
Verbrennungsstabilität
mit sich bringen, falls der Einlass zu verdünnt ist.
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Zusammengefasst
verbessert die vorliegende Erfindung den Übergang zwischen einer gesteuerten
Selbstzündungsverbrennung
und einer Flammenausbreitungsverbrennung bei Benzin-Direkteinspritzmotoren.
Verfahren zum weiteren Verbessern der Verbrennungsrobustheit während Verbrennungsbetriebsartübergängen werden
ebenfalls vorgeschlagen.
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Wohlgemerkt
sind die weit reichenden Konzepte der vorliegenden Erfindung nicht
auf eine Verwendung zusammen mit dem beispielhaften Optimalwertsteuerung/Regelung-Steuersystem,
auf das bei der Anwendung verwiesen worden ist, begrenzt. Auch ist
die Erfindung nicht auf die Verwendung von Steuerungen begrenzt,
die wie hier besprochen auf Verweistabellen basieren. Ferner können bei
einem Motor, der über
seinen vollen Betriebsbereich in mehreren Betriebsarten betreibbar
ist, manche Motor-Steuereingangsgrößen, die in einer Betriebsart verwendet
werden, in einer anderen Betriebsart inaktiv sein.
-
Obwohl
die Erfindung durch Bezugnahme auf bestimmte Ausführungsformen
beschrieben worden ist, könnten
im Umfang der beschriebenen erfinderischen Konzepte und deren Leitgedanken
entsprechend zahlreiche Änderungen
vorgenommen werden. Daher ist beabsichtigt, dass die Erfindung nicht
auf die offenbarten Ausführungsformen
begrenzt ist, sondern den vollen Umfang, der durch die Sprache der
folgenden Ansprüche
zugelassen wird, besitzt.
-
Zusammenfassung
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Ein
Verfahren zum Steuern des Übergangs zwischen
Verbrennungsbetriebsarten eines Direkteinspritzmotors, der bei niedrigeren
Lasten in einer Betriebsart der Kompressionszündung mit homogener Ladung
(homogeneous charge compression ignition, HCCI) und bei höheren Lasten
in einer Betriebsart der Funkenzündungs-Flammenausbreitung
(SI) betreibbar ist. Der Motor umfasst ein System mit variabler
Ventilbetätigung
einschließlich
einer zweistufigen Ventilbetätigung
mit hohem und mit niedrigem Hub und einer separaten Nockenwellenverstellung sowohl
für Einlass-
als auch für
Auslassventile. Das Verfahren umfasst das Betreiben des Motors in
einem stabilen Zustand mit Kraftstoff-Luft-Abgas-Gemischen bei vorgegebenen Bedingungen
für jede Drehzahl
und Last und das Steuern des Motors während Betriebsartwechseln zwischen
der HCCI-Betriebsart und der SI-Betriebsart durch Umschalten der
Auslass- und Einlassventile
zwischen einem niedrigen Hub für
den HCCI-Betrieb und einem hohen Hub für den SI-Betrieb. Hochlast
kann eine SI-Betriebsart, gedrosselt, mit einer Zwischenbetriebsart,
ungedrosselt, (SI/NTLC) sein, bei der der Übergang zwischen der HCCI-Betriebsart
und der SI/NTLC-Betriebsart lediglich das Umschalten des Auslassventilhubs
erfordert und der Übergang
zwischen der SI/NTLC-Betriebsart und der SI-Betriebsart, gedrosselt, lediglich das
Umschalten des Einlassventilhubs erfordert, bei vorgegeben Phaseneinstellungen
hinsichtlich der Ventilzeitpunkteinphasung.